加氢反应器的裂纹分析及处理探讨

253中国设备工程China PlantEngineering

中国设备工程 2022.06 (下)某加氢精制装置以焦化汽柴油为原料，在适当的温度、压力、氢油比和空速条件下，原料油和H2在催化剂的作用下进行反应，使油品中的杂质，即硫、氮、氧化物转化成为相应的烃类及易于除去的H2S、NH3和H2O而脱除，同时，一部分不饱和烃(包括芳烃)得到加氢饱和，改进油品质量，生产出安定性、燃烧性较好的精制柴油产品；该装置在运行中反应器出口管线底部接管发生开裂。管道介质主要是油气、H2、H2S其他烃类，见表1。1 检验分析1.1 接管宏观、低倍分析接管开裂位置已切割下来，见图1、2，接管加强管座的上端连接着出口管线的底部，接管加强管座的下端连接导淋阀，裂纹集中出现在接管与出口管线底部连接的焊缝区域，见图2。 图1 接管加强管座 图2 接管加强管座纵截面宏观形貌 横截面宏观形貌在接管加强管座与出口管线之间的环形接管焊缝处（横截面）有多条裂纹存在，裂纹由接管内壁向外扩展，并有分叉，呈树枝状，具有奥氏体不锈钢应力腐蚀开裂的特征，见图3。图3 接管的低倍形貌1.2 接管材质分析从接管（焊缝）上切取块状样品，依据相关标准，加氢反应器出口管线底部接管开裂修复及分析吕佳琪（中海油惠州石化有限公司，广东 惠州 516086）摘要：介绍某加氢装置反应器出口管线底部接管开裂情况，对开裂焊缝进行失效分析，裂纹起源于接管内壁，由内向外穿晶扩展，有分枝，呈树枝状，在应力作用下焊缝发生开裂，针对这一问题提出应对策略及解决办法。关键词：反应器；TP321；应力腐蚀；失效分析中图分类号：TG441.7 文献标识码：A 文章编号：1671-0711（2022）06（下）-0253-02使用光谱仪等，对材质进行化学分析。结果表明，接管材质成分符合321不锈钢标准要求；焊缝材质是304L不锈钢，见表2。表2 接管（焊缝）材质化学分析（wt%）1.3 金相分析在接管上切取金相样品，经预磨、抛光、腐刻后，在显微镜下分析，裂纹起源于接管的内壁，由内向外穿晶扩展；裂纹有分枝，呈树枝状，接管管壁金相组织为奥氏体+少量铁素体，金相分析表明，接管开裂失效性质为为奥氏体不锈钢的应力腐蚀破坏，见图4。图4 接管金相组织1.4 接管断口的电镜分析使用扫描电镜，对接管断口形貌观察和元素成分能谱分析。接管断口上覆盖着腐蚀产物，可见沿晶断裂的痕迹，为脆性断裂，具有不锈钢应力腐蚀破坏特征；能谱分析表明，接管断口表面产物主要由C、O、Na、S、Fe、Cr、Ni等元素构成，其中S含量很高，未检测到Cl，见图5。2 综合分析接管开裂位置在接管加强管座与管线底部的焊缝处及附近，裂纹具有应力腐蚀破坏特征，其主要影响因素有：管线内的腐蚀性介质、接管加强管座与管线焊接处的应力状态、接管及焊缝的材质性质等。（1）接管内的介质构成为H2、H2S、HCl、油气等，表1 管道基本情况操作介质温度（℃）压力（MPa）管线材质管线规格（mm）焊丝（条）材质焊接工艺油气、烃、H2、H2S3989.3TP321Ф457×30H08Cr20Ni10Nb/A137钨极氩弧焊打底/手工电弧焊盖面

加氢裂化装置运行问题分析及经验总结

摘要：某石化公司120万吨/年加氢裂化装置在本周期运行期间出现加氢精制反应器床层压降上涨问题，影响装置安全平稳长周期运行。本文对加氢精制反应器床层压降上涨问题产生原因进行深入分析，对处理措施及检修施工等进行说明，对日常生产问题的处理有一定的指导借鉴作用。

关键词：催化剂；加氢裂化；撇头；压降；重石脑油氮含量

1 导言

某石化公司120万吨/年加氢裂化装置加氢精制反应器（R-101）第一床层（保护剂和催化剂）压降自2017年7月起上涨趋势明显，最高值达到0.58MPa，严重影响了装置正常平稳运行。根据整体生产平衡安排，120万吨/年加氢裂化装置于2017年12月25日停工撇头检修，2018年1月4日投料开车成功，消除了制约装置平稳运行的瓶颈。

2 加氢裂化装置概况

某石化公司120万吨/年加氢裂化装置由中国石化工程建设有限公司总体设计，采用中国石油化工股份有限公司大连（抚顺）石油化工研究院一段串联全循环加氢裂化技术，原设计加工能力80万吨/年，于1999年6月建成投产；2005年扩能改造至120万吨/年，改为一次通过操作模式。加氢精制反应器（R-101）装填FRIPP研发的FF-66精制催化剂，加氢裂化反应器（R102）装填FRIPP研发的FC-60裂化催化剂。

3 加氢精制反应器压降上升原因分析 120万吨/年加氢裂化装置加氢精制反应器（R-101）第一床层（保护剂和催化剂）压降自2017年7月起上涨趋势明显，最高值达到0.58MPa，严重影响了装置正常平稳运行。

3.1 反应系统紧急泄压造成初始压降偏高

自2016年装置检修开工以来，该装置反应系统在三个月内经历了三次紧急泄压，分别为：

（1）2016年检修开工阶段，因高压换E105泄漏启动紧急泄压。R101压降维持在0.25Mpa；

（2）2016年10月29日，脱丁烷塔底泵P203密封泄漏启动紧急泄压。R101压降维持在0.35 Mpa左右；

加氢裂化反应影响因素

1．反应温度

反应温度是装置最重要的工艺参数，必须严格控制。由于加氢裂化反应的活化能比较高，因此提高反应温度，可使加氢裂化速度加快。反应产物中低沸点组成的含量增加，而环烷烃含量会下降，异构烷烃与正构烷烃的比例下降。反应温度过高，加氢的平衡转化率会下降，反应温度过低，则裂化反应速度过慢，为了充分发挥催化剂效能和适当提高反应速度，需保持一定的反应温度，反应温度决定于催化剂性能，产品性能和原料性质。原料中氮化物的存在会使催化剂的酸性和活性下降。为了保持所需反应深度，也必须提高反应温度。通常在运转初期，催化剂活性较高，反应温度可以适当低一些。运转后期，由于催化剂表面积碳增加，催化剂活性下降，为了保持一定的裂化深度，则反应温度就要逐步提高一些。加氢裂化是一个大量放热的反应过程。反应温度增加则反应速度加快，但是释放出来的反应热也相应增加，因此，必须通过在各床层注入冷氢来控制催化剂床层温度，以保护催化剂。

2．反应压力

反应压力是影响加氢精制和加氢裂化反应的主要因素之一。反应压力的实际因素是氢分压。氢分压提高，可促进加氢精制与裂化反应的进行，所得的产品含硫，含氮化合物减少，更重要的是可减少结焦，保持催化剂活化，提高催化剂的稳定性。

反应器中的氢分压等于油汽加上循环氢的总压与氢气占全部气体分子数的乘积。本装置补充氢纯度确定为99.9%。从经济角度出发，不采用提高补充氢纯度的办法来提高氢分压。

3．氢油比

氢油体积比有两种，其一是反应器入口的氢油比，其二是总冷氢油比。

反应器入口氢油比是每小时通过反应器内氢气（循环氢气+新氢）体积与每小时通过的原料油体积之比。（单位为Nm3

/m3）。总冷氢油体积比是每小时通入反应器的总冷氢气体积总和与每小时通过的原料油体积之比。

在加氢反应器中只有一部分氢气起反应。大部分氢气仍以自由状态存在。采用高氢油比，可提高氢分压，有利于传质和加氢反应的进行，在一定范围内防止油料在催化剂表面结焦。不过，氢油比也不能过大，否则要增加投资和操作费用，在正常生产条件下，氢油比的少量波动对产品质量和收率影响不十分明显。但为了保护催化剂和保持设计在最小的设计值。本装置R-4101入口的氢油比设计值为750Nm3 /m3 ，假如不能维持设计的氢分压，必须降低进料量，以达到避免增加催化剂结焦。 4．空速

加氢裂化反应系统操作因素分析

1.1反应系统

1.1.1反应温度

反应温度是控制脱S脱N率和生成油转化率的主要手段。在己选定催化剂和原料油的情况下，温度的影响最为重要，因为在正常的生产条件下，系统压力、新H2纯度变化不会很大，氢油比也是基本恒定的，所以温度也就成为最有效的控制手段。

对于R1001，加氢精制段平均反应温度按照精制油中氮含量要求加以控制调整，要求调整到R1001流出油中有机氮≤1Oppm。提高反应温度，加快加氢速度，可提高脱S脱N率，烯烃的饱和程度亦提高，产品安定性好。为裂化反应创造条件。催化剂床层温升控制在25-30℃以寻求在提高催化剂的整体利用效率和降低炉子负荷、节省装置能耗上的平衡，达到装置的操作成本最低化。

对于R1002，加氢裂化段平均反应温度按照单程转化率要求加以控制调整，提高反应温度可使裂化反应速度加快，原料的裂化程度加深，生成油中低沸点组分含量增加，气体产率增高。

提高反应温度对产品化学组成有明显影响，正构烷烃含量增加，异构烷烃含量降低，异烷/正烷的比值下降。催化剂床层温升控制在8-12℃以寻求在产品分布合理、装置温度操作安全方面的平衡。

另外，从减少冷氢用量，从而减少循环氢压缩机负荷、减低装置投资和操作成本考虑，加氢精制反应器出口温度与加氢裂化反应器入口温度之差应尽量减小，从装置操作安全性上考虑，此温度差不得高于20℃。

反应温度的提高会使催化剂表面积炭结焦速度加快，影响其寿命。所以，温度条件的选择一般受催化剂活性、操作温度限定值、产品分布等诸多因素的影响。通常在催化剂活性允许的条件下，采用尽可能低的反应温度，为补偿催化剂结垢的影响，反应温度随开工周期的延长将逐步提高。

催化剂床层温度是反应部分最重要的工艺参数。其它工艺参数对反应的影响，可用调整催化剂床层温度来补偿。R1001的温度催化剂活性下降时，所有反应器需要较高的温度。

(稳定状态)操作参数的相互关系。这些数据对均衡情况下温度调整时判断某些参数的变化是十分有用的。